鋁合金與樹脂基復(fù)合材料的鉚接/攪拌摩擦搭接復(fù)合焊接

姜春陽,吳利輝,常云龍,薛鵬,倪丁瑞,肖伯律,馬宗義

1.沈陽工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,沈陽 110870

2.中國科學(xué)院 金屬研究所 師昌緒先進(jìn)材料創(chuàng)新中心,沈陽 110016

輕量化可使運(yùn)輸過程變得高效而經(jīng)濟(jì),因此受到現(xiàn)代工業(yè)的高度重視,在航空、航天、船舶、車輛等領(lǐng)域有巨大的應(yīng)用前景。目前實(shí)現(xiàn)輕量化的主要途徑就是采用輕質(zhì)材料。聚合物及其復(fù)合材料具有比強(qiáng)度和比模量高、耐腐蝕性好和線膨脹系數(shù)小等諸多優(yōu)點(diǎn),從而成為輕量化選材中選擇性較高的材料。以飛行器結(jié)構(gòu)為例,為了實(shí)現(xiàn)輕量化,使用超過50wt%的復(fù)合材料來代替金屬材料,復(fù)合材料的高使用率已經(jīng)成為飛行器制造的常態(tài)。除此之外,輕量化金屬尤其是鋁合金也是一個(gè)重要選擇。由于輕量化的高需求以及服役條件的高要求,對金屬和復(fù)合材料的高質(zhì)量異種接頭需求大大增加。因此,輕量化金屬鋁合金與樹脂基復(fù)合材料組成的接頭,將綜合兩種材料的優(yōu)勢,使設(shè)計(jì)更靈活,應(yīng)用更經(jīng)濟(jì)。

然而,由于鋁合金和樹脂基復(fù)合材料在物理和化學(xué)性質(zhì)上的巨大差異,不易實(shí)現(xiàn)二者的高質(zhì)量連接。目前,連接金屬和樹脂基復(fù)合材料的方法主要有3種,分別為膠接、機(jī)械連接和焊接。其中,膠接和機(jī)械連接作為傳統(tǒng)的連接方法,已經(jīng)在工業(yè)中有大量的應(yīng)用,但是,這兩種方法也存在著一定的局限性。膠接接頭對于環(huán)境特別敏感,溫度和酸堿度的變化均會(huì)加速接頭的失效；在操作過程中,膠黏劑的揮發(fā)對操作人員的健康有害。機(jī)械連接,例如鉚接(Riveting)和螺柱連接,存在著應(yīng)力集中、氣密性和水密性不足的缺點(diǎn),并且需要增加額外的鉚釘或螺釘從而導(dǎo)致重量增加,與輕量化理念相悖。但是鉚接的技術(shù)成熟,應(yīng)用廣泛,接頭可靠性較高,是目前工業(yè)上大量使用的連接異種材料的方法之一。

為了進(jìn)一步提高鉚接的效率和鉚接接頭強(qiáng)度,分別衍生出了自沖鉚接(SPR)和摩擦鉚接焊(FricRiveting),自沖鉚接是通過半空心鉚釘與板材之間形成牢固機(jī)械互鎖的冷成形工藝,連接過程中的巨大沖擊力和鉚釘?shù)呢炌ù┤?對樹脂基復(fù)合材料的纖維產(chǎn)生一定程度的損壞,且成本較高。摩擦鉚接焊是利用消耗式的工具即鉚釘,使其與板材摩擦,在摩擦和軸向力的作用下,使旋轉(zhuǎn)的鉚釘插入板材,從而實(shí)現(xiàn)連接,但是這兩項(xiàng)技術(shù)對于先進(jìn)輕量化材料,例如纖維增強(qiáng)復(fù)合材料、三明治結(jié)構(gòu)材料,所進(jìn)行的研究較少,另外點(diǎn)連接對于整個(gè)構(gòu)件來說也存在應(yīng)力集中問題。

對于焊接,目前主要有激光焊、超聲波焊、攪拌摩擦焊(FSW)。另外,還有通過改進(jìn)焊接工具,利用無攪拌針的工具進(jìn)行焊接的攪拌摩擦搭接焊。其中,激光焊利用激光的熱量使塑料熔化進(jìn)而實(shí)現(xiàn)焊接,但是對于高反射率的金屬如銅,焊接性較差。超聲波焊利用超聲振動(dòng)的焊頭傳遞熱量,實(shí)現(xiàn)連接,但焊頭較小導(dǎo)致焊接尺寸受限。FSW 技術(shù)已成功應(yīng)用于鋁、鋼、鈦、復(fù)合材料以及高熵合金等金屬的改性和連接。而對于金屬與樹脂基復(fù)合材料的異種焊接,FSW 利用工具的攪拌作用和摩擦熱可實(shí)現(xiàn)焊接,但由于樹脂在FSW 過程中熔化,熔化樹脂的流變能力不佳導(dǎo)致焊縫成形不好,且工具劇烈的攪拌作用將損壞樹脂基復(fù)合材料內(nèi)的纖維。因此,攪拌摩擦搭接焊利用無針攪拌工具與金屬表面的摩擦熱熔化塑料,在軸向壓力下實(shí)現(xiàn)二者連接。這種改良的攪拌摩擦搭接焊可以實(shí)現(xiàn)構(gòu)件線連接,并且不會(huì)損壞樹脂基復(fù)合材料的纖維,在金屬和樹脂基復(fù)合材料的連接方法中具有一定的優(yōu)勢,已成功實(shí)現(xiàn)樹脂基復(fù)合材料與銅、鋁、鋼、鎂、鈦等金屬的連接。但是利用攪拌摩擦搭接焊得到的金屬/樹脂基復(fù)合材料異種焊接頭強(qiáng)度普遍不高,大約在2～13 MPa之間。例如,Okada和Liu等利用摩擦搭接焊得到的金屬/樹脂基復(fù)合材料接頭強(qiáng)度分別為2.22 MPa和4.71 MPa。尤其對于纖維含量高的連續(xù)纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料與金屬的連接,其攪拌摩擦搭接焊的焊接難度尤其大,并且此技術(shù)處于研究階段,尚未成熟。

綜上所述,攪拌摩擦搭接焊由于具有連接面積大、不損害樹脂基復(fù)合材料中的纖維、工具簡單的優(yōu)勢,在金屬和塑料的連接上有巨大的潛力。但是同時(shí),也存在著接頭強(qiáng)度較低、技術(shù)不成熟的不足。鉚接這種機(jī)械連接,接頭強(qiáng)度較高,可靠性強(qiáng),技術(shù)成熟且工程應(yīng)用廣泛,是目前工程上連接異種材料的主要方式之一,但是存在著應(yīng)力集中、連接面積小的不足,另外對于輕量化材料,例如纖維增強(qiáng)復(fù)合材料等所進(jìn)行的研究較少。

為了解決以上技術(shù)的不足之處,復(fù)合焊接的方法獲得了學(xué)者的關(guān)注。Amancio利用旋轉(zhuǎn)的鉚釘與工件摩擦,工件受熱軟化后置入,并在軸向力下固定于工件內(nèi),實(shí)現(xiàn)鋁合金與樹脂材料的連接,接頭強(qiáng)度達(dá)到75 MPa,但是接頭延伸率僅為6.8%。并且此技術(shù)在纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的連接中研究較少。Wang等利用激光-鎢極氬弧復(fù)合焊,并結(jié)合階梯狀鉚釘,連接鋁合金與樹脂基復(fù)合材料,接頭斷裂載荷為2.15 k N；同時(shí),他們還利用此方法實(shí)現(xiàn)了高強(qiáng)鋼和鋁合金的連接,剪切載荷為5.3 k N。但是該復(fù)合焊手段工藝參數(shù)繁多,激光和電弧同時(shí)施工,精準(zhǔn)控制難度較高。

選擇碳纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料作為實(shí)驗(yàn)材料,此材料比強(qiáng)度高,高度滿足輕量化需求,是目前飛行器結(jié)構(gòu)大量使用的材料。提出了鉚接和攪拌摩擦搭接焊復(fù)合的方法。此方法旨在綜合二者的優(yōu)勢,得到大連接面積、應(yīng)力分布均勻、連接強(qiáng)度高的金屬和塑料的搭接接頭。獲得的復(fù)合焊接頭,與鉚接相比,改善了應(yīng)力集中,增加了連接面積；與攪拌摩擦搭接焊相比,力學(xué)性能優(yōu)異,接頭安全性可靠性提升。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)材料為5052鋁合金和碳纖維增強(qiáng)聚酰胺PA6基復(fù)合材料(PA6-CF),碳纖維含量50%左右,為連續(xù)纖維,高纖維含量將使復(fù)合材料的強(qiáng)度大大提升,但是同時(shí)也使其焊接變得困難。二者尺寸分別為200 mm×75 mm×2 mm 和200 mm×75 mm×3 mm。在焊接之前,5052鋁合金在流水中用800#砂紙研磨,用吹風(fēng)機(jī)吹干；復(fù)合材料在80C 真空干燥箱中放置12 h,取出后置于真空中保存。鉚接準(zhǔn)備,在長200 mm 的5052鋁合金和復(fù)合材料搭接位置上預(yù)制7 個(gè)2系鋁合金平頭鉚釘,鉚釘間距22 mm,鉚釘長度為7 mm。鉚接完成后,為了防止復(fù)合材料基體PA6吸水而降低連接強(qiáng)度,鉚接接頭放入真空干燥箱中貯存。焊接前先烘干,再進(jìn)行復(fù)合焊接操作。由于鉚接后接頭背部不平整,復(fù)合焊接采用帶凹槽墊板,預(yù)留鉚釘位置,并提供支撐作用。更多細(xì)節(jié)參考圖1。

圖1 復(fù)合焊接示意圖Fig.1 Schematic diagram of hybrid welding

復(fù)合焊接工具為H13鋼制,軸肩直徑15 mm,無針的攪拌頭。選擇焊接參數(shù)為1 200 r/min,1 600 mm/min,下壓量0.9 mm。考慮到復(fù)合焊的輕量化因素,對復(fù)合焊接接頭和攪拌摩擦搭接焊接頭進(jìn)行稱重比較。其中攪拌摩擦搭接焊接頭與復(fù)合焊接頭采用相同的參數(shù)和實(shí)驗(yàn)材料。為了反映復(fù)合焊接頭不同位置的力學(xué)性能,對其拉伸試樣取樣位置進(jìn)行了設(shè)計(jì),取帶鉚釘寬15 mm 的試樣進(jìn)行拉伸,與其他連接方式對比,如圖2中A位置所示。另外,取帶有2個(gè)鉚釘?shù)膶?8 mm 的焊縫進(jìn)行拉伸,以表征復(fù)合焊接頭整體力學(xué)性能,取樣位置如圖2中B 位置所示。力學(xué)性能測試使用INSTRON 5808拉伸機(jī)。在焊縫中取長度為12 mm、寬為5 mm 的試樣進(jìn)行微觀組織觀察,如圖2中C、D 位置所示,并分析了界面元素分布。利用渦輪濺射儀對試樣表面進(jìn)行噴金處理,增加其導(dǎo)電性。表面形貌觀察采用INSPECT F50掃描電子顯微鏡。對于拉伸后接頭形貌也進(jìn)行了觀察,以獲得斷裂機(jī)理。宏觀顯微組織采用的是Axiovert 200 MAT 金相顯微鏡。

圖2 復(fù)合焊拉伸試樣及微觀組織試樣取樣位置示意圖Fig.2 Schematic diagram of positions of tensile specimens and microstructure specimens in hybrid welding

2 結(jié)果與討論

2.1 焊縫成形及輕量化對比

圖3顯示了不同連接方式下的接頭形貌,復(fù)合焊鉚釘?shù)奈恢糜煤谏^標(biāo)出?？梢钥闯?復(fù)合焊接后,實(shí)現(xiàn)了鋁合金與復(fù)合材料的連接,且焊縫成形良好,飛邊較少。此外,復(fù)合焊接過程中,焊縫承擔(dān)了較大的軸向壓力,在鉚釘處存在塑料擠出的現(xiàn)象,焊接過程中的熱輸入導(dǎo)致復(fù)合材料基材大量熔化,在軸向壓力的作用下被擠出,而鉚接處存在空隙,成為了熔化的復(fù)合材料基體排出的地方。而鉚接利用平頭鉚釘?shù)臋C(jī)械連接實(shí)現(xiàn)了鋁合金與復(fù)合材料的連接,成形美觀。對攪拌摩擦搭接焊和復(fù)合焊接的焊縫進(jìn)行了質(zhì)量測量,以評估輕量化結(jié)果。復(fù)合焊焊縫質(zhì)量為144.6 g,攪拌摩擦搭接焊焊縫質(zhì)量為143.2 g。焊縫質(zhì)量差距不大,可以實(shí)現(xiàn)輕量化需求。質(zhì)量差距不大的原因主要有以下兩點(diǎn)：①鉚釘采用的是鋁合金的鉚釘,質(zhì)量較小,增加的質(zhì)量有限；②在鉚接之前先預(yù)制鉚釘孔,使接頭質(zhì)量有所減小。兩者綜合使得復(fù)合焊縫相比攪拌摩擦搭接焊焊縫的質(zhì)量差異不大。

圖3 不同連接方式下的接頭形貌Fig.3 Joint morphology for different joining methods

2.2 接頭強(qiáng)度及組織觀察

為了評估復(fù)合焊接的效果,對鉚接接頭、攪拌摩擦搭接焊接頭、復(fù)合焊接頭進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn),得到如圖4所示的結(jié)果。

圖4 不同連接方式下接頭拉伸的力-位移曲線Fig.4 Force-displacement curve of joints with different joining methods

從力-位移曲線可以看出,接頭失效前的位移大小分別為：復(fù)合焊(6.86 mm)＞鉚接(2.20 mm)＞攪拌摩擦焊接焊(FLJ,0.35 mm)。顯然,鉚接及復(fù)合焊的接頭塑性要遠(yuǎn)好于FLJ,這是由于鉚釘?shù)拇嬖谠鰪?qiáng)了接頭的抗剪切能力,故相比于化學(xué)鍵合連接的攪拌摩擦搭接焊接頭,塑性顯著提高。對比鉚接,復(fù)合焊接頭塑性提高了212%,這將使復(fù)合焊接頭在服役過程中的可靠性和安全性大大提升。

應(yīng)該指出的是,對于這種寬度比較窄的復(fù)合焊接頭,其拉伸剪切力(2.73 k N)略低于直接鉚接的接頭(3.04 k N)。但是對于鉚接,除了鉚接部位,非鉚釘部分不貢獻(xiàn)強(qiáng)度,而復(fù)合焊接頭無鉚釘?shù)奈恢糜捎诤附幼饔脤φ麄€(gè)接頭也將貢獻(xiàn)部分強(qiáng)度。因此,為了更好地反映復(fù)合焊整體接頭的力學(xué)性能,采用48 mm 長,帶有2個(gè)鉚釘?shù)拇蠼宇^進(jìn)行整體拉伸。從大接頭剪切拉伸力來看,復(fù)合焊接頭的強(qiáng)度達(dá)到6.2 k N,相比于鉚接接頭(6.08 k N),接頭拉伸強(qiáng)度略微提升(2%)。由此可看出,在保證接頭強(qiáng)度和輕量化的前提下,復(fù)合焊使接頭塑性提高了212%,這為緩和接頭的失效起到了重要意義。

為了進(jìn)一步闡明復(fù)合焊接頭高塑性的原因,對其接頭形貌進(jìn)行了觀察。圖5顯示了不同連接方式下接頭的宏觀組織。對比圖5(a)復(fù)合焊接頭鉚釘處形貌和圖5(c)鉚接接頭形貌可知,復(fù)合焊接消除了鉚接這種機(jī)械連接不可避免的長范圍的空隙缺陷,并且相比于鉚接的矩形接頭形狀,復(fù)合焊的接頭形狀變?yōu)榕栊?并且鋁合金與鉚釘,鋁合金與復(fù)合材料連接面積增加。但是,從復(fù)合焊鉚釘處的形貌中可以看到,在靠近鉚釘?shù)奈恢?鋁合金與復(fù)合材料的界面處仍存在著空隙缺陷。因此對于復(fù)合焊接頭強(qiáng)度降低的主要原因是鉚釘在焊接過程中受熱和力的作用,產(chǎn)生變形和位移,造成鉚釘略微松弛,導(dǎo)致性能略微降低。在本文復(fù)合焊接頭中,前進(jìn)側(cè)(AS)表示的是攪拌頭旋轉(zhuǎn)線速度方向和焊接方向一致的焊接工具軸肩側(cè),而后退側(cè)(RS)表示的是攪拌頭旋轉(zhuǎn)線速度方向和焊接方向相反的焊接工具軸肩側(cè),焊核區(qū)(NZ)表示焊縫中心區(qū)域。對于復(fù)合焊搭接處的連接情況(圖5(b)),可以看到焊縫中間區(qū)域連接較好,而在工具通過的軸肩區(qū)域仍存在空隙、氣泡等大量缺陷。由此可知,相比于鉚接,復(fù)合焊接使鋁合金與復(fù)合材料的連接面積增加,由于鉚釘?shù)拇嬖?使下壓量不足,界面沒有得到足夠的熱量和壓力,造成了空隙等缺陷的存在。

圖5 不同連接方式下接頭的宏觀組織Fig.5 Macrostructure of joints with different joining methods

為了更加細(xì)致地觀察復(fù)合焊的界面連接,對接頭的顯微組織進(jìn)行了觀察。從圖6(a)中可以看出,鋁合金與鉚釘通過擠出的復(fù)合材料基體實(shí)現(xiàn)了連接。圖6(b)反映了在鋁合金表面的位置存在襯度差異,即灰色基體中存在著更亮白的條紋,說明鋁合金與鉚釘在復(fù)合焊過程中通過焊接工具的攪拌作用實(shí)現(xiàn)機(jī)械混合連接,用黑色箭頭表示。圖6(c)顯示了鋁合金與鉚釘通過擠入的復(fù)合材料實(shí)現(xiàn)了連接,但是鉚釘與復(fù)合材料的連接效果并不好。圖6(d)更加明顯地顯示了鋁合金與復(fù)合材料的高質(zhì)量連接。圖6(e)也反映出鋁合金與鉚釘通過PA6連接,鋁合金與鉚釘通過擠出的PA6基體實(shí)現(xiàn)了連接,但是鋁合金與復(fù)合材料之間存在空隙。對于鉚釘和復(fù)合材料的連接,如圖6(f)所示,主要是在復(fù)合焊的壓力和熱輸入雙重作用下,二者實(shí)現(xiàn)了更好的結(jié)合,沒有明顯的缺陷,只是在界面附近,存在少量的氣泡,這是由于在復(fù)合焊的熱輸入下,使得復(fù)合材料熱分解產(chǎn)生HO、CO等氣體,由于復(fù)合材料凝固得較快,氣體來不及逸出,形成了氣泡。Katayama和Kawahito認(rèn)為熱輸入下熔融的復(fù)合材料基體會(huì)受到氣泡的產(chǎn)生和快速膨脹時(shí)所引起的高壓,從而使得復(fù)合材料基體流動(dòng)性增強(qiáng)并填充空隙和孔洞,有利于界面的連接。

圖6 復(fù)合焊接頭的微觀組織Fig.6 Microstructure of hybrid welding joint

綜上可知,復(fù)合焊改善了鋁合金、鉚釘、復(fù)合材料三者之間的連接界面,這是復(fù)合接頭具有高塑性的重要原因之一。

圖7顯示了復(fù)合焊接接頭無鉚釘即搭接位置的微觀組織。由圖7(a)、圖7(b)可知,復(fù)合焊在接頭不同的部位其連接情況不同。在AS的界面連接較好,氣泡量少,但RS存在大量的氣泡,而且界面處也存在未連接的間隙。這些缺陷在拉伸過程中,可能會(huì)成為斷裂開始的位置,降低接頭的力學(xué)性能。而中心NZ 的界面連接緊密,如圖7(c)所示,雖然在長范圍仍存在一些未連接的間隙(圖7(d)),但結(jié)合圖5和圖6可知,對于復(fù)合焊接,由于焊接的作用,增加了鉚釘與復(fù)合材料的緊密結(jié)合,相比于鉚接,增加了連接面積,在無鉚釘?shù)奈恢?也可獲得界面處的緊密連接,因而從整個(gè)焊縫來看,復(fù)合焊增加了金屬與樹脂基復(fù)合材料的連接面積,提高了焊縫的均勻性。

圖7 復(fù)合焊搭接位置的微觀組織Fig.7 Microstructure of lap position of hybrid welding

對于鉚釘與復(fù)合材料的連接位置,進(jìn)行了元素分布分析,如圖8所示。發(fā)現(xiàn)在結(jié)合界面處存在O 的富集。Nagatsuka等提出,金屬與樹脂基復(fù)合材料的界面結(jié)合主要依靠金屬表面氧化物與樹脂PA6之間的作用。Liu等也提出,金屬與PA66-CF的界面結(jié)合是氧化物與樹脂中的極性鍵發(fā)生化學(xué)反應(yīng)實(shí)現(xiàn)化學(xué)鍵合的結(jié)果,化學(xué)鍵合連接示意圖如圖9所示。這種化學(xué)鍵合在金屬與樹脂的FSW 中也被Han等報(bào)道過。因此,本文O在界面富集的主要原因應(yīng)該是,Al鉚釘置入后,受攪拌摩擦搭接焊的熱量和壓力作用,鉚釘?shù)谋砻嫜趸瘜优cPA6發(fā)生反應(yīng),形成C-O-Al化學(xué)鍵,從而得到O 元素在界面富集的現(xiàn)象。因而圖6和圖7中這種金屬與樹脂基復(fù)合材料的緊密連接應(yīng)該就是化學(xué)鍵的結(jié)合。因此,在復(fù)合焊中,連接機(jī)理除了鉚釘?shù)臋C(jī)械連接即機(jī)械互鎖外,金屬氧化物和復(fù)合材料之間的緊密的化學(xué)鍵合應(yīng)該也發(fā)揮了重要作用。

圖8 鉚釘與復(fù)合材料連接處的元素分布Fig.8 Element distribution at interface of rivet and composite

圖9 金屬與復(fù)合材料通過金屬氧化層的化學(xué)鍵合連接示意圖[50]Fig.9 Schematic diagram of chemical bonding between metal and composite through metal oxide layer[50]

2.3 接頭斷裂形貌及斷裂過程分析

為了進(jìn)一步闡明復(fù)合焊接頭的斷裂過程,對其拉伸試樣的失效形貌也進(jìn)行了觀察。圖10顯示了復(fù)合焊拉伸試樣的斷裂形貌。在圖10(a)中,由于焊接過程中攪拌頭的攪拌作用,使鋁合金與鉚釘上表面實(shí)現(xiàn)機(jī)械混合,從而實(shí)現(xiàn)二者的緊密連接,在拉伸過程中,這種機(jī)械混合作用將提高接頭的變形能力。圖10(b)中,可知鉚釘可以提供高抗剪切能力,導(dǎo)致拉伸過程中,鋁合金和復(fù)合材料中都承受了巨大的剪切力,并最終出現(xiàn)斷裂。圖10(c)和10(d)對比了拉伸前后復(fù)合焊接頭的變形情況,由于復(fù)合焊的作用,使接頭承受強(qiáng)大的剪切作用,在失效后發(fā)生了劇烈的塑性變形。圖10(e)和10(f)更清楚地反映了復(fù)合焊接頭中復(fù)合材料側(cè)和鋁合金側(cè)與鉚釘連接處的劇烈塑性變形。

圖10 復(fù)合焊接頭失效形貌圖Fig.10 Failure morphology of hybrid welding joint

從圖11復(fù)合焊和鉚接斷裂形貌對比圖中更能明顯地看到,鉚接在鉚釘邊緣處的鋁合金中發(fā)生斷裂,這是因?yàn)殂T釘處發(fā)生應(yīng)力集中而導(dǎo)致斷裂。而對于復(fù)合焊接頭而言,結(jié)合圖10(e)、圖10(f),斷裂前鉚釘與鋁合金、復(fù)合材料連接處均發(fā)生了劇烈的塑性變形。另外,結(jié)合圖6～圖8的微觀組織,由于復(fù)合焊接提供的大連接面積,使接頭應(yīng)力分布更加均勻,不會(huì)產(chǎn)生過高的應(yīng)力集中,從而不會(huì)導(dǎo)致復(fù)合焊接頭出現(xiàn)如鉚接接頭拉伸時(shí)鋁合金側(cè)斷裂的現(xiàn)象,并且結(jié)合圖4 的接頭拉伸曲線,可以明顯地看到復(fù)合焊接頭的拉伸曲線變化緩慢,發(fā)生塑性變形,應(yīng)力集中得到改善。

圖11 不同連接方式接頭失效形貌圖Fig.11 Failure morphology of joints with different joining methods

為了更好地說明接頭特性,根據(jù)接頭斷裂形貌,接頭斷裂示意圖如圖12所示。可以看出,拉伸過程中,先是復(fù)合焊的搭接位置承載外力,因此在圖4中,載荷急劇上升,當(dāng)達(dá)到接頭(無鉚釘)焊接強(qiáng)度時(shí),緊密連接的界面斷裂后,載荷下降,這時(shí)鉚接及其與接頭的緊密結(jié)合開始發(fā)揮作用。由于鉚釘?shù)母呖辜羟心芰捌渑c接頭的化學(xué)結(jié)合,使得接頭在之后的變形過程中產(chǎn)生劇烈變形,載荷緩慢上升,最后鉚釘被拔出,接頭失效斷裂。

圖12 復(fù)合焊接頭斷裂過程示意圖Fig.12 Schematic diagram of fracture process of hybrid welding joint

綜上可知,復(fù)合焊在保證接頭輕量化的基礎(chǔ)上,實(shí)現(xiàn)了鋁合金與碳纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料的高質(zhì)量連接,48 mm 長焊縫的剪切拉伸力為6.2 k N。在保證與鉚接接頭強(qiáng)度相差無幾的情況下(提高2%),復(fù)合焊接頭的塑性提高了212%,使接頭的安全性和可靠性大大提升,具有極大的研究和應(yīng)用價(jià)值。顯然,鉚釘在提供很高的機(jī)械剪切力的同時(shí),其與鋁合金、樹脂基復(fù)合材料的界面,以及鋁合金與樹脂基復(fù)合材料的界面緊密結(jié)合大幅增加。而復(fù)合焊接頭優(yōu)異強(qiáng)塑性的主要原因是其接頭應(yīng)力分布均勻、連接面積的增加、界面連接緊密程度的增加和鉚釘?shù)母呖辜羟心芰C合作用的結(jié)果。且復(fù)合焊接頭的斷裂方式為先界面斷裂后機(jī)械互鎖失效的斷裂機(jī)制。

3 結(jié) 論

1)采用鉚接和攪拌摩擦搭接焊復(fù)合焊接的手段,在滿足構(gòu)件輕量化的前提下,實(shí)現(xiàn)5052鋁合金和樹脂基復(fù)合材料的高質(zhì)量連接,48 mm 長復(fù)合焊縫的剪切拉伸力達(dá)到6.2 k N。

2)復(fù)合焊接改善了鋁合金與樹脂基復(fù)合材料、鉚釘與鋁合金的界面連接,與鉚接相比,接頭的塑性提高了212%。

3)復(fù)合焊接頭良好的強(qiáng)塑性是接頭化學(xué)連接面積的增加、界面的連接緊密程度增加、鉚釘?shù)母呖辜羟心芰案鶆虻膽?yīng)力分布綜合作用的結(jié)果。

4)復(fù)合焊接的連接機(jī)理主要是機(jī)械互鎖和界面緊密結(jié)合,而其斷裂機(jī)制是先界面斷裂后機(jī)械連接失效的模式。